抗空化航空雙端供油泵設計與數值預測

王維軍，譚向軍，黃巧平

（航空工業成都凱天電子股份有限公司，成都 610091）

0 引言

航空燃油泵是飛機燃油系統的主要附件，通常安裝在飛機油箱內部，給發動機（發動機二級增壓泵）進口提供所需流量和壓力的燃油；或按規定的順序傳輸油箱間燃油，以保證飛機重心變化符合規定要求。與其他行業泵有一些顯著區別：高抗空化、結構輕量化、狀態診斷與反饋、工況復雜、功重比高等。從功能方面可分為：供油泵［1-2］、啟動泵、散熱泵、輸油泵、轉輸泵、應急放油泵和加力燃油泵［3-5］等。從結構形式可分為：離心式、容積式、射流式和旋渦式。

雙端供油泵屬于固定翼戰斗機、無人機等燃油系統低壓輸油機電設備，是低壓離心式燃油泵的一種。結構上具有雙吸油口、單出油口、雙泵并聯式、浸沒式安裝等特點；性能上需滿足大過載倒飛、額定-值班-加力等；供電有28 V直流低電壓與270 V直流高電壓2種；轉速較高，一般7 000～15 000 r/min，供油平穩，脈動現象較弱；具有可浸燃油的濕式電機與滑動軸承［6］；另外具有故障報警、過熱保護、防爆等功能。

雙端供油泵原理如圖1所示，采用雙誘導輪+雙離心葉輪組合、上下結構完全對稱、270 V直流供電、直流無刷電機驅動。工作原理：雙端供油泵接通270 V直流電源后，通過控制器輸出信號給電機霍爾元件，直流無刷電機啟動并驅動同軸的上、下葉輪高速旋轉，燃油經過濾網進入上、下葉輪，被增壓后進入上、下泵蝸室，將大部分動能轉化為壓能后匯聚在連通管從出口管道流出，供給發動機系統。

圖1 雙端供油泵原理Fig.1 Schematic diagram of double-inlet fuel pump

Parker Aerospace、Eaton Aerospace雙端供油泵，主要裝備機型有：Lockheed Martin F35隱身戰 斗 機、Boeing A-160、Lockheed F-16、Northrop F-18、Sikorsky S-70、S-92、CH-148、H-92、UH-60、Hawk/T45等主流軍機，具有結構緊湊、運行高效，滿足反向飛行和負過載條件、高海拔和爬升速度高、防爆和熱保護、免維護、全壽命周期成本低、可輸送多種燃料及干運轉等特點。

1 計算模型

1.1 雙端供油泵工況點

最大流量為30 000 L/h（上、下葉輪流量比例1：1），增壓大于200 kPa；零流量，增壓不大于300 kPa；輸送介質為RP-3航空煤油，密度為753 kg/m3，進口最小壓力35 kPa。

1.2 設計要求

（1）雙葉片匹配性高，上、下泵增壓值相差不大于5%，需滿足零流量點與最大流量點增壓。

（2）上、下泵水力效率不低于70%。

1.3 設計要點

（1）上、下葉輪需考慮空化，采用前置誘導輪增壓技術［7］。

（2）取最大流量作為設計流量，使得泵在設計流量運行時，增壓達到設計要求的同時效率最高，能很好地滿足航空發動機加力狀態時供油需求［8-9］。

（3）雙泵同軸轉速的確定需滿足壓力與空化余量為前提取較高轉速，可有效減小雙端供油泵的體積與重量。

（4）設計過程需要增壓換算成揚程來確定比轉速。

水力模型設計過程如圖2所示。

圖2 水力模型設計過程Fig.2 Hydraulic model design process

1.4 主要性能參數

根據上述過程，確定單泵的主要設計參數：流量 15 000 L/h，增壓 210 kPa，轉速 7 250 r/min，比轉速142；根據速度系數法及一體式誘導輪葉輪設計技術等確定上、下泵的主要水力參數見表1。

表1 上、下泵主要水力參數Tab.1 Main hydraulic parameters of upper and lower pumps

上、下葉輪三維模型如圖3所示，坐標系（以轉軸為Z軸建立柱坐標系，對應的曲線）為理論增壓變化曲線。可以看出，誘導輪離心葉輪分體式設計與一體式設計的不同點有：（1）軸向長度，分體式大于一體式；（2）分體式增壓不連續，在誘導輪出口與葉輪進口之間存在無增壓區域，或在實際運行時葉輪進口處壓力P3小于誘導輪出口壓力P2，一體式設計后增壓曲線延軸向線性單調增大。

圖3 上、下葉輪三維模型Fig.3 Three-dimensional model of upper and lower impellers

根據表1建立上、下泵三維計算模型，如圖4所示，進、出口適當延長以防止仿真計算過程中出現回流現象。

圖4 上下泵三維計算模型Fig.4 Three-dimensional model of upper and lower pumps

2 數值計算方法與網格

雙端供油泵內部流動為三維不可壓縮流動，高度充分的湍流，采用RNG k-ε雙方程湍流模型［11-12］進行定常單相求解，空化模型采用ZGB模型［13-14］。

本文設置進口邊界條件為壓力進口，出口邊界條件為質量流量，固壁采用無滑移壁面，近壁區采用伸縮壁面函數法（Scalable Wall Functions），誘導輪與葉輪、葉輪與蝸殼動靜交界面采用凍結轉子法（Frozen Rotor）［15］，收斂精度為 10-5?？栈M計算的初始為無空化收斂后的結果，通過改變進口壓力使雙端供油泵發生空化，液相采用Jet A Liquid，汽相采用Jet A，收斂精度與單相一致。

隨著網格質量的提高，性能預測的誤差將會逐漸減低，為了獲得最經濟的網格數和計算步長［16］。本文通過網格無關性原則確定了計算網格數，葉輪和蝸殼采用非結構四面體網格，葉片表面設置邊界層，10層，層厚1 mm，比率1.2，泵進、出口延伸段采用六面體結構網格。雙端供油泵計算網格數見表2。

表2 計算網格數Tab.2 Number of grids

3 結果分析

本文采用RNG k-ε雙方程湍流模型數值計算 了 2 500，5 000，7 500，10 000，12 500，15 000，17 500 L/h等7種工況下的內部流動。在此基礎上計算了設計工況15 000 L/h下空化數σ=0.317 3，0.273 9，0.230 3，0.186 9，0.143 4，0.1，0.056，0.013 4的8種不同空化流動。

定義空化數σ：

式中P∞——泵進口總壓；

PV——飽和蒸汽壓；

ρ ——密度；

U1——葉輪進口圓周速度。

3.1 Y+分析

Y+為第一層網格質心到壁面的無量綱距離，與速度、黏度、剪應力等有關系。Y+的值合理，表明第一層邊界網格布置較為合理，近壁區網格影響數值計算的精度［17］。從圖5可知，葉片表面的Y+值在0～68之間，網格設置合理可行。

圖5 Y+值分布Fig.5 Distribution of Y+ values

3.2 單相數值預測

圖6 示出上、下泵的外特性曲線（流量Q-增壓ΔP，流量Q-效率η，流量Q-功率P），從圖可看出：全流量范圍區間，下泵的增壓值高于上泵增壓值，Q=17 500 L/h時增壓值相差最大為7.579 kPa，3.854%，Q=12 500 L/h時增壓值相差最小為2.355 kPa，0.993%，滿足上、下泵設計時增壓值相差5%的要求，雙泵Q-ΔP曲線單調遞減；當Q＜7 500 L/h時，上、下泵效率基本相等，當Q＞7 500 L/h時，下泵效率高于上泵，當Q＝12 500 L/h時，下泵效率84.19%，上泵效率80.7%，滿足設計要求水力效率＞70%，當Q=10 000～17 500 L/h時雙泵效率均大于78%，均有較寬的高效區間運行范圍；全流量范圍內，雙泵功率曲線呈線性增大，未出現功率極值點，雙泵消耗功率均不大于1 500 W，總消耗水功率不大于3 000 W。

圖6 上下泵外特性Fig.6 External characteristics of upper and lower pumps

圖7示出 5 000，10 000，12 500 L/h 3種工況下的上、下泵Z=0截面上的靜壓云圖，從圖可以看出：在各工況條件下，上泵進口處低壓區明顯高于下泵，且上泵的最小壓力大于下泵，小流量時蝸殼擴散段均出現了高壓區，下泵蝸殼內的高壓區大于上泵，但上泵的最大壓力大于下泵，葉輪出口均呈現較強的尾跡區；隨著流量的增加，上泵的最小壓力呈逐漸減小趨勢，而下泵的最小壓力呈先減小后增大趨勢，上泵的最大壓力低于下泵，蝸殼內高壓區呈環狀均勻分布，當Q≥10 000 L/h時，雙泵葉輪內部靜壓分布呈軸對稱，此狀態的葉輪水力效率也較高，下泵靜壓云圖分布較優［18］。

圖7 上、下泵靜壓云圖Fig.7 Static pressure nephogram of upper and lower pumps

圖8示出了 5 000，10 000，12 500 L/h 3 種 工況下的上、下泵Z=0截面上的速度流線。當Q=5 000 L/h時，雙泵葉輪內部靠近蝸殼第8斷面的3個流道內出現了明顯的軸向漩渦，隨著流量的增大，這些軸向漩渦逐步減小并消失，設計工況下雙泵速度流線分布光滑。

圖8 上下泵速度流線Fig.8 Velocity streamlines of upper and lower pumps

3.3 空化性能預測

圖9示出了15 000 L/h設計工況下上、下泵的空化數與增壓之間的曲線。

圖9 設計工況上下泵的空化數與增壓Fig.9 Curves of cavitation number versus pressurization value of upper and lower pumps under design conditions

當空化數σ≥0.1時，增壓降低不明顯，上泵增壓從219.9 kPa降低至215.4 kPa，降低了5.5 kPa，下泵增壓從227 kPa降低至221.6 kPa，降低了5.4 kPa，為初生空化；當空化數σ＜0.1時，增壓曲線出現了陡降，當空化數σ=0.013 4，雙泵增壓值均小95 kPa，為完全空化。

圖10示出了空化數分別為σ=0.273 9，0.186 9，0.1，0.056，0.013 4時的誘導輪葉輪汽相分布。

圖10 不同空化數下空泡誘導輪葉輪汽相云圖Fig.10 Vapor phase nephogram of inducer and impeller under different cavitation numbers

從圖可以看出：同一空化數下葉輪長葉片頭部吸力面先出現明顯空化區；當空化數σ≥0.186 9時空泡區僅在誘導輪和長葉片上出現，主葉片上未發現空泡區，對葉輪做功影響較小，外特性下降不明顯；當空化數σ=0.1時，雙泵主葉片出現了微小空泡區，此時增壓略有下降，為初生空化；隨著進口壓力的下降，誘導輪與長葉片上的空泡區明顯增大，空泡區逐步占據葉輪區，排擠液體使葉輪做功能力顯著下降；上下葉輪的空化性能優于文獻［8］的一體式誘導輪葉輪，本文設計的雙端供油泵有顯著的抗空化能力。

4 結論

（1）誘導輪葉輪一體式設計效率、增壓均高于分體式，效率最高為84.19%；雙端供油泵上、下葉輪的增壓值相差值滿足不大于5%的設計要求。

（2）初生空化時外特性降低幅度小，上、下葉輪的空化區位于葉片進口邊吸力面；隨著進口壓力的減小，當空化數為0.013 4時，誘導輪與葉輪被空泡占據，此時外特性增壓值下降明顯。

（3）誘導輪葉輪分體式與一體式設計均能滿足空化與效率要求。